庫水復活型滑坡牽引滑動機理模型試驗研究

孫立娟，崔 凱，王溢軒

(1.吉林建筑大學 交通科學與工程學院，長春 130118； 2.高速鐵路線路工程教育部重點實驗室(西南交通大學) ，成都 610031; 3.西南交通大學 土木工程學院，成都 610031)

庫區水位升降對邊坡穩定性的影響是亟待解決的重要課題[1-3]。與普通邊坡相比，庫岸邊坡的外部水環境變化不同于一般滑坡體。因長期受庫水位升降作用的影響，岸坡前緣受沖刷侵蝕以及浸泡軟化作用，坡腳支撐力削弱，易出現臨空面，常使坡體發生牽引滑動破壞，形成牽引式滑坡[4-7]。

據統計，庫岸邊坡多為老滑坡，國際大壩委員會(LCOLD)統計了50座水庫的105個滑坡事故，發現老滑坡復活占到75%[8]。對于老滑坡而言，多數在地質歷史時期已經形成了滑動面，且發生過多級多次滑動，其復活失穩多是由滑帶土強度弱化導致的。水庫蓄水誘發滑坡的諸多原因中，老滑坡具有既有滑面以及蓄水導致的滑帶土浸水弱化是重要的控制因素[9-10]。滑帶作為滑坡的重要組成部分，對滑坡穩定性起著至關重要的控制作用。滑帶的演化過程與其所處的應力環境及地下水條件密切相關，一定程度上導致滑帶的力學參數具有明顯的空間分區特征，進而引發不同的坡體破壞模式。即滑帶土強度演化過程與滑坡體變形發展直接相關，滑坡的發生發展和運動過程是滑帶土強度在時間上的可變性和空間上的差異性的宏觀體現。滑坡的發生更多地取決于滑動面上的應力狀態以及滑帶土強度衰減程度。如云陽地區老藥鋪滑坡主要是滑面處形成超孔隙水壓力，滑帶土抗剪強度降低，從而誘發老滑坡復活[11]。塘角村1號老滑坡開始啟動是滑帶土孔隙水壓力改變的結果，滑帶土所表現出的力學特性是老滑坡復活的關鍵誘因[12]。萬州中學老滑坡，其底滑面直接控制老滑坡的整體穩定性[13]。

在庫岸滑坡的研究中，從現場調查、原位試驗、室內試驗、理論分析以及數值仿真等方面開展了大量工作[14]，尤其是在庫岸滑坡演化機制試驗研究方面更是取得了顯著成果。如羅先啟等[15]通過物理模型模擬等方法，揭示了千將坪滑坡的滑動機制及滑坡預警判據。王明華等[16]研究庫岸滑坡發現，水庫蓄水易引發牽引式滑坡的變形模式，降低滑坡體穩定性。陳曉平等[17]對庫岸古滑坡展開研究，發現水位驟降導致產生向外的動水壓力，加劇坡腳滑動并誘發失穩。周躍峰等[18]采用模型試驗研究了庫水變化引起的黃土滑坡破壞模式，認為飽水后黃土因孔隙水壓力增大而導致失穩。滕帥等[19]采用模型試驗方法，研究土質岸坡在水位升降作用下的塌岸破壞特征以及力學演化機制。湯明高等[20]采用離心模型試驗的方法，揭示了直線型滑帶形態滑坡在水位升降調節下的變形破壞模式。

上述研究更多地關注坡體入滲以及滲透穩定方面的研究，而從滑帶土強度特性角度，探討庫水復活型老滑坡失穩機制方面的研究較少，特別是采用模型試驗手段，建立滑帶土強度衰減與滑坡體破壞模式之間關系的研究尚未見報道。

事實上，對于存在既有滑面的老滑坡，其滑帶飽水模擬比坡體飽水模擬更重要。現有試驗方法難以實現庫水均勻入滲滑帶，多數情況是坡面淺層已被沖刷破壞，滑帶土卻尚未達到飽和。目前仍缺乏合適的試驗手段，尚需進一步發展。本文在認識庫岸老滑坡作用機制的基礎上，結合水利工程中的老滑坡體破壞模式，重點關注滑帶土強度衰減對滑體變形規律的影響，開展室內模型試驗。研發了能夠模擬地下水對滑帶軟化作用的試驗裝置，由若干滲透盒構成分段式滑面，通過對不同滲透盒注水，模擬滑帶分階段飽水軟化，從而實現庫水位上升條件下引發的滑坡體牽引破壞過程。設計6種試驗方案，研究庫水復活型老滑坡的滑帶失穩機制、后緣破裂面傾角變化、后緣裂縫形態演化特征以及坡面位移發展規律等，并詳細分析滑坡體失穩破壞模式。這一研究對于水庫型滑坡預測、滑坡穩定性分析、揭示老滑坡復活機制以及漸進失穩模式等方面具有重要意義。

1 模型試驗方案

1.1 “分段式滑面底滲法”試驗裝置

一般來說，庫岸滑坡的模型試驗通常采用在模型裝置中直接變化水位的試驗方法。然而，本文的研究對象是具有既有滑帶的庫岸老滑坡，對該類型滑坡而言，滑帶土變形對整個滑坡體的穩定起控制作用，上述方法較難反映滑帶土的強度衰減對滑坡體的影響，多數情況是坡面沖刷破壞，滑帶土卻仍保持穩定。為更精準地反映庫岸老滑坡的主要致滑因素，提出了能夠模擬滑坡分級差異性滑動和地下水軟化滑帶的“分段式滑面底滲法”模型試驗方法，并設計制作了模型試驗裝置。

為實現模型試驗功能和滿足測試需求，試驗裝置主要由模型箱、滲透系統、注水系統、測試系統和高速攝影采集等組成。為便于觀察滑坡體變形發展過程，模型箱兩側采用透明鋼化玻璃作為可視窗口，并設有透明坐標刻度紙(用于精確變形定位分析)，通過安裝在模型箱側面的視頻跟蹤器和數碼相機，實時觀測滑坡體的全過程變形特征和裂縫發展規律。經統計，庫岸老滑坡中大型滑坡比例較高。通過對多個大型滑坡進行調查，并結合現有研究成果中庫岸滑坡的模型試驗，最終確定本文的模型箱尺寸為120 cm×30 cm×80 cm (長×寬×高)，模型箱內部用于填筑滑體土和滑帶土，滑床認為是固定不變的。裝置主體是由若干個滲透盒構成的分段式滑面，如圖1所示。滲透盒尺寸為30 cm×12 cm×2 cm，采用壁厚1 mm的鋼板制作而成，滲透盒內部除設置1 cm高支架外，保持空置，支架上放置透水石，厚為1 cm，透水石滲透系數為1×10-3cm/s。滲透盒的滲透能力為0.18 m3/(h·盒)，即每個滲透盒每小時滲透水0.18 m3。從滲透盒底部引出注水管，將各組注水管設置為同一水頭，與注水容器相連。同時，在注水管上部安裝控水球閥，用于控制水的開啟、閉合以及調節流速等。試驗開始時，在分段式滑面上方依次填筑滑帶土和滑體土，并向注水容器注水，調節各組注水管至相同流速，水流經透水石均勻入滲至滑帶土中。滑帶土隨注入水量的增加而軟化，致使滑坡失穩下滑。設計各種工況，通過從前至后向不同的滲透盒注水，模擬庫水上升導致的滑坡體漸進失穩過程。

圖1 “分段式滑面底滲法”試驗裝置

1.2 試驗模型

庫岸滑坡受斜坡體巖層結構組合方式的控制，存在多種地質破壞模式，本文主要研究順坡層滑動的地質模型。調查發現，三峽庫岸老滑坡段的復活多為沿潛在滑面的整體滑移型破壞機制。根據上述特征，設計了本文的試驗方法并概化出試驗模型。目前，大多數模型試驗物理量的相似比主要受邊坡幾何比尺控制。調查發現，土質類邊坡高度通常在10～60 m取值，本文的試驗模型高度介于12～20 cm，因此，選用的幾何相似比為Cl=1∶100，為充分考慮土體自重作用下的滑動推力影響，試驗土體的重度相似比為Cγ=1∶1，根據相似理論可得

Cσ=CγCl=1∶100

(1)

Cδ=Cl=1∶100

(2)

Cμ=Cε=Cφ=1∶1

(3)

CE=Cc=1∶100

(4)

式中：Cσ為應力相似比，Cγ為重度相似比，Cl為幾何相似比，Cδ為位移相似比，Cμ為泊松比相似比，Cε為應變相似比，Cφ為內摩擦角相似比，CE為彈性模量相似比，Cc為黏聚力相似比。

試驗采用0.3 mm石英砂和0.023 mm超細陶土作為原材料，滑體土采用砂土比2∶1的比例配置，滑帶土采用純陶土配置，滑帶土初始含水量為10%左右。共設計6組試驗，主要考慮不同失穩滑帶長度和滑體厚度對滑坡體破壞模式的影響，工況設計見表1。從模型箱前端剪出口起對滲透盒進行編號，從前至后依次為1、2、3、…、10，模型具體尺寸見圖2。圖2中僅示意庫水位上升時影響的滑帶失穩范圍，并以此確定注水工況。

表1 試驗方案設計

圖2 工況設計(cm)

測試各組滑體土和滑帶土的物理力學參數，見表2。其中，γ為天然重度，Es為壓縮模量，c為黏聚力，φ為內摩擦角。坡體材料滲透系數為(3～5)×10-6m/s，足以吸收全部滲入水量。模型制作過程中，首先將設計滑帶固定在模型箱底部，將滲透盒依次鋪設在滑帶上，并將連接處和四周邊界予以密封。而后在模型箱玻璃板上分層劃線，并繪制滑坡體輪廓線。先按照2 cm厚度計算滑帶土用量，鋪設后擊實，按照試驗設計布置傳感器。再按照10 cm厚度計算每層所需滑體土用量，分層擊實，各層間劃毛處理，鋪設完成后削坡得到設計坡型。為減小坡體與兩側玻璃間的摩擦，在接觸面區域增設減摩劑，而后在模型箱內側分別安放表面光滑的較薄鐵板，待坡體模型完成切坡后，將鐵板緩慢抽出。此時，模型與側面并未緊密貼合，較大程度地減少了側面摩阻力的影響，更接近實際。

表2 模型土物理力學參數

1.3 監測設備和圖像變形分析

模型試驗中，在滑帶處分別埋設微型孔隙壓力傳感器，以監測滑帶土孔隙水壓力變化。同時，在相同位置布設土壤水分傳感器，以實時監測滑帶土含水率變化。此外，采用視頻跟蹤器和數碼影像等設備獲取滑坡體變形發展信息。

位移測試主要是基于MATLAB平臺，采用GeoPIV-RG技術實現。該技術的基本原理是首先選取試驗模型的初始狀態圖像作為參考，確定分析區域并劃分為子塊，通過數字圖像處理的方法，獲取任意時刻圖像的水平和豎向位移，同時分析滑坡體大變形和小變形的情況，在巖土試驗方面應用較為廣泛[21-22]。分析模型的網格單元劃分如圖3所示。

圖3 滑坡模型中的坡面格網單元劃分

模型中布設3個孔隙水壓力傳感器，分別埋置在滲透盒編號為2、5和8的滑帶土內，對應編號為PPT1、PPT2和PPT3。同時，采用美國DECAGON公司生產的EC-50型土壤水分傳感器，實時監測相同滑帶處的含水量變化。該傳感器厚度較小，僅1.5 mm，能夠較好地降低尺寸效應的影響，編號分別為SM1、SM2和SM3，如圖4所示。

圖4 試驗模型示意(cm)

1.4 試驗過程

本試驗是模擬庫水位上升時，滑帶土強度弱化導致的滑坡體牽引滑動過程。為獲得滑帶土的強度隨含水率的變化特征，對不同含水率下的滑帶土進行抗剪強度測試，滑帶土黏聚力和內摩擦角與含水率的關系曲線如圖5所示。可以看出，隨著含水率的增高，滑帶土的黏聚力和內摩擦角均顯著降低，滑帶土的抗剪強度明顯受控于含水率的變化。

圖5 滑帶土的c-ω/φ -ω關系曲線

在設計工況時，采用從下到上向滑帶土注水的方法模擬相鄰滑塊間的牽引滑動過程。按照設計工況，試驗開始時，自滑坡體前段起分段軟化滑帶，滑帶土飽水弱化，強度不斷降低，第1級滑塊逐漸形成并向前滑移。隨著變形持續發展，逐漸與后側滑體相離，其后側滑體因缺少支撐，抗滑力減小，穩定性降低至極限平衡狀態后開始產生小變形，直至第1級滑塊逐漸趨于穩定，進行下一工況。由于模型較小，為避免水分對滑體土的潛蝕作用，將注水速率控制在較小范圍內。將同時注水的第1組滲透盒稱為第1級滑帶，其軟化引起的坡體變形部分稱為第1級滑塊，依此類推。

各組試驗均采用同一滑帶土，故僅展示一組試驗的滑帶土孔壓測試及水分傳感器測試結果和變化規律，以方案1為例。

2 模型試驗結果及分析

為了探究庫水上升誘發的老滑坡失穩模式和力學機制，通過分段式滑面底滲法的試驗方法，較好地再現了老滑坡的牽引式漸進破壞過程，并結合試驗現象以及相關測試數據，開展以下方面的分析。

2.1 滑帶土體積含水率變化特征

為明確滑帶土含水率對坡體變形的影響，在滑帶土不同部位布設水分傳感器，觀測不同滑帶土含水率下的坡體變形發展趨勢，各測點體積含水率變化特征如圖6所示。在0～1 800 s，第1級滑帶監測點SM1顯示，含水率隨時間增加呈線性增長，變化速率較快。而后在1 800～3 600 s，滑帶土含水率上升速率回緩，至40%左右趨于穩定，滑帶土逐漸趨于飽和狀態。此過程中坡面開始出現微變形，在注水滑帶末端坡面位置產生較淺的垂直于坡面的拉裂縫。按照工況設計，依次向第2級和第3級滑帶注水時，SM2和SM3的變化規律與SM1相似，均為開始階段含水率增長較快，達到40%左右穩定，此變化規律即為方案1滑帶土含水率的發展過程。由于采用同一性質滑帶土，在試驗過程中觀察到，其他5組滑帶土在各個階段隨含水率的變化特征趨于一致，最終滑帶土的含水率均趨于40%左右。

圖6 體積含水率和孔隙水壓力隨時間變化過程

上述現象表明滑帶土含水率與坡體變形發展具有良好的相關關系，滑帶土的逐漸飽水過程是位于坡體裂縫初步形成的階段。此階段，滑坡體并未有明顯變形現象。滑帶土飽水后抗剪強度大幅度下降是老滑坡復活的重要原因。雞扒子滑坡的地質力學模型試驗也證實了這一結論[23]。

2.2 滑帶土孔隙水壓力變化特征

圖6為模型中布設的3個微型孔隙水壓力計監測結果。可以看出，方案1中的滑帶土孔隙水壓力開始啟動節點明顯滯后于體積含水率啟動節點，即3個滑帶位置處的孔隙水壓力值增長均是從滑帶土飽水后開始的，最大孔壓在0.8 kPa左右。監測點PPT1和PPT2的孔壓值初始增加較為緩慢而后突然下降，PPT3的孔壓值則增長和下降均較迅速。同時，對比其他5組試驗的孔隙水壓力結果發現，孔隙水壓力的增長節點均滯后于體積含水率的增長節點，各組曲線變化趨勢相近，僅最大孔壓值存在部分差別，但均小于1.0 kPa。

此種變化情況影響的坡體變形規律為:坡體快速變形是在孔壓達到峰值之后的較短時間內，孔壓的增長過程是坡體變形發展較為迅速的階段，孔壓消散后坡體變形亦趨于穩定。這一現象表明，坡體變形快慢與孔隙水壓力增長速率密切相關。滑帶處超孔壓的累積和消散導致坡體內部應力重分布，從而引發坡體產生較大變形或失穩。庫岸老滑坡在庫水位上升時，容易導致滑帶土產生較高的孔隙水壓力，這種滑動面處的孔壓變動激發老滑坡復活。通常，孔隙水壓力突然上升是滑坡體局部破壞啟動的臨界狀態，滑體啟動后孔隙水壓力會迅速消散，因此，通常滑體滑動一段距離后即趨于穩定。孔隙水壓力在庫水型滑坡復活過程中起主導作用，是老滑坡復活的重要誘因。繆海波等采用室內環剪試驗模擬孔隙水壓力激發滑帶土抗剪強度降低過程，揭示了滑帶土孔隙水壓力變動是觸發老滑坡復活的關鍵誘因，這與本文的模型試驗觀測結果較為一致。

總體來說，滑帶土逐漸飽水弱化是導致坡體產生微小變形的觸發因素。飽和或近飽和滑帶土的孔隙水壓力突然增大是滑坡體發生快速變形的重要提示，可據此進行滑坡的預測預報工作。

2.3 后緣破裂面演化特征

滑坡體后緣面形成機制為由于底滑面失穩下滑，在失穩滑面末端對應的坡面位置出現了拉破壞區，各級滑塊依次形成后緣拉裂縫。

2.3.1 后緣破裂面傾角變化規律

定義破裂傾角為坡面破裂點和失穩滑帶末端連線與水平面的夾角，如圖7所示。按照設計工況，從前至后依次向滲透盒注水，以試驗方案1為例。第1級為工況一(1+2+3組合)，后緣裂縫C1如圖8(a)所示；第2級為工況二(4+5組合)，后緣裂縫C2如圖8(b)所示；第3級為工況三(6+7組合)，后緣裂縫C3如圖8(c)所示；第4級為工況四(8+9組合)，后緣裂縫C4如圖8(d)所示。將各試驗方案裂縫傾角值匯總，見表3。

圖7 后緣破裂面傾角α

表3 后緣破裂面傾角α試驗值

由表3可以看出，后緣破裂面傾角均為小于90°的陡傾角，主要分布在65°～90°，其中，位于80°～90°的約占半數。 研究發現，不同失穩滑帶長度和滑體厚度對后緣破裂面傾角影響明顯。總體上，失穩滑帶越長，后緣破裂面傾角趨于減小。隨著坡體厚度的減小，各級滑塊的后緣破裂面傾角依次變大。對于等厚度直線坡，相同失穩滑帶長度的工況，后緣破裂面傾角試驗值相差較小。

2.3.2 后緣裂縫形態演化特征

后緣裂縫在滑坡體內部的空間形態并不單一，受各種因素影響，主要表現為折線型、(倒)弧型和直線型。 其中，折線型裂縫約占總數量的1/2以上。

各失穩滑段分別對應一條主裂縫，在主裂縫貫通過程中伴隨著次生裂縫產生，級序越低，穩定性越差。 坡體變形表現為自下而上逐級失穩，后一級滑塊向前滑移，擠壓前一級滑塊，主次裂縫變淺或消失，表明坡體發生滑移。 坡肩等變坡點位置受張拉作用易形成多條次生裂縫。

坡體厚度對后緣裂縫形態產生影響。 厚度較大時，坡體后緣裂縫通常呈“倒弧型”；隨著厚度減小，后緣裂縫逐漸發展為“折線型”；厚度繼續減小，最終呈垂直坡面的“直線+半弧型”，如圖9所示。 坡厚增加引起坡體應力變化，導致坡腳附近較大范圍的應力增加，故高邊坡偏于不安全。

圖9 不同厚度坡體的后緣裂縫形態

2.4 坡面水平位移演化特征

由于復活型老滑坡存在既有滑動面，在滑動面分段貫通過程中，滑坡體也發展為多個塊體。 坡面的宏觀變形跡象正是滑動面演化的結果, 滑動面的演化過程直接影響著坡面位移的發展特征。 基于GeoPIV-RG程序的分析手段，對滑坡體的坡面水平位移進行分析，研究庫水位上升條件下的坡面位移演化模式，對不同失穩滑帶長度下的坡面變形區域進行分析，將其分為坡面強變形區、弱變形區和牽引區。 同時，建立坡面變形范圍和失穩滑帶長度之間的量化關系。 研究發現，坡面變形為1～1.5倍的滑帶失穩長度，可據此預測相應的滑帶失穩范圍。

圖10分別展示了方案1、2和3(No.1、2、3)的第1級滑塊坡面水平位移云圖。 No.1、2和3的失穩滑帶分別對應滲透盒編號為1-3、1-5和1-8的滑帶長度。 可以看出，不同失穩滑帶長度對坡面變形區域影響顯著，隨著失穩滑帶的增加，坡面變形區域逐步增大。

圖10 坡面水平位移云圖

在滑塊變形發展過程中，同一級失穩滑塊的坡面水平位移主要分為強、弱變形區和牽引區，強變形區的滑塊變形較為劇烈。 隨著失穩滑帶長度增加，No.1、2和3的強變形區最大位移值依次減小，分別為3、2.5和2.0 cm。 同一滑塊內部各點變形速率不同，導致形成主、次兩個子滑塊，與坡面強、弱變形區相對應。

由于第1級滑塊失穩，對后側滑體產生影響，部分坡面產生變形，出現牽引區位移。失穩滑帶長度對牽引區范圍產生影響。 隨著失穩滑帶的增加，坡面牽引區影響區域逐漸變小，No.1可以觀測到較大的牽引位移值，影響區域為坡體長度方向30～54 cm，變形約0.5 cm；No.2的變形牽引范圍很小，影響區域為58～60 cm，變形值在0～0.5 cm；No.3的坡面變形牽引范圍幾乎不可見。 可知滑坡體破壞區域越小，坡面變形越劇烈，對后側滑體變形程度影響越大，更容易牽引后側坡體變形失穩。 同時，位于牽引區和弱變形區之間的主裂縫和強、弱變形區之間的次生裂縫也在發生變化，呈現交替張開和閉合的現象，這與現場滑坡觀測到的現象一致。

方案4、5和6分別為不同坡體厚度工況。通過對不同坡體厚度工況(No.4、5、6)分析可知，因同一范圍失穩滑塊引發的坡面水平位移也分為強、弱變形區，對后側穩定滑體同樣產生牽引。 在相同失穩滑帶長度條件下，滑坡體厚度變大對坡面變形區域的影響較小，通常厚度越大，第1級滑塊的坡面變形范圍越小，對后側滑坡體的牽引變形影響越小，更偏向于發生局部失穩破壞。

根據強、弱變形區和牽引區的位移變化特征可知，滑坡體的空間演化過程為自前向后發展的牽引滑動模式，即第1級滑帶失穩，導致滑坡體產生第一條后緣拉裂縫，而后第1級滑塊形成并向前滑移。 該過程中，其水平位移值不斷增加，牽引區位移也逐步變大，后側滑坡體持續產生微小變形，直至第1級滑塊趨于穩定，滑坡體表現為“牽引式破壞”的特征。 因此，水平位移值可以作為滑坡體失穩模式的評價指標。

3 滑坡體失穩破壞模式

水庫蓄水后老滑坡的抗滑段、部分主滑段，甚至整個滑坡體都被浸入水下。 由于庫水位的抬升，顯著提高了岸坡中地下水的浸泡和浸潤范圍，導致老滑坡滑動帶的軟化區域不斷增大，抗剪強度迅速降低，潛在滑面逐漸發展貫通，呈現出典型的牽引式發展模式。

在充分認識庫岸老滑坡失穩機制的基礎上，主要針對老滑坡的既有滑帶易誘發滑坡復活的特性，模擬庫水位上升過程中滑坡體的漸進失穩過程，各級滑塊變形特征如圖11所示。 首先向坡腳處滑帶土勻速注水，滑帶土浸水軟化，產生不均勻沉陷，坡面附近拉應力集中，在失穩滑帶末端后上方坡面出現后緣拉裂縫，變形模式以蠕滑拉裂為主。 隨著注水量增加，坡腳處土體浸水軟化，阻滑力降低，率先發生局部破壞。 此后，滑帶土趨于飽和，剪切帶迅速發展，后緣拉裂縫也不斷貫通，逐漸由局部破壞變為整體破壞，第1級滑塊失穩，如圖11(a)和11(b)所示。 而后繼續向后側滑帶土注水，逐漸形成各級滑塊，如圖11(c)、11(d)和11(e)所示。

圖11 庫水復活型老滑坡分級演化特征

目前，庫水復活型老滑坡發生牽引式滑移的現場實例眾多。 三峽庫區杉樹槽滑坡[24]的發生和水庫長期蓄水以及滑前水位快速上升有關。 杉樹槽滑坡發生在三峽水庫水位從145 m上升到175 m的蓄水階段，變形區域主要分為主滑區和土質牽引區，如圖12所示。 圖13為三峽庫區胡家沱滑坡[25]的最終破壞形態。 受蓄水影響，強變形區加劇，牽引后側滑坡體持續變形。 兩個滑坡實例均表明，庫水上升易引發滑坡體發生牽引式滑動破壞，變形區具有較明顯的分區特征，與本文滑坡體發生分級失穩且牽引后側滑體前移的試驗特征相吻合。

圖12 杉樹槽滑坡變形失穩特征

綜合分析認為，庫水復活型老滑坡的破壞機制主要表現為拉-剪共同作用。 當庫水位上升，滑坡體局部浸水，前緣滑帶飽水弱化，抗剪強度逐漸降低，形成一段剪切破壞帶，即滑帶土主要發生剪切破壞。 而后滑帶蠕滑變形，滑坡體發生應力重分布，導致坡面附近拉應力集中，產生后緣拉裂縫，形成拉破壞區。 隨著塑性區范圍不斷擴大，拉剪裂縫相互擴展，直至形成貫通滑裂面，第1級滑體整體滑動。拉剪混合作用區主要分布在坡體中部區域，若尚未形成貫通滑裂面，邊坡不發生整體滑動，但會形成含有巨型拉裂縫以及剪切破碎區的動平衡。 庫水位不斷上升，逐漸引發后側滑坡體逐級失穩，最終呈漸進牽引破壞模式。

4 結 論

1)滑帶土強度衰減與滑坡體變形具有良好的相關關系。 滑帶土飽水后抗剪強度大幅度下降是老滑坡復活的重要條件。 滑動面處的孔壓變動是激發老滑坡復活的重要誘因。 滑帶處孔隙水壓力的增大與滑坡位移的增大是同步發生的。 孔壓迅速上升導致滑坡體累積變形達到臨界狀態，引發滑坡體破壞。 而后，隨著孔隙水壓力的逐漸消散，變形滑塊滑動一段距離后趨于穩定。

2)后緣破裂面傾角均為小于90°的陡傾角，主要分布在65°～90°，位于80°～90°的約占半數。 隨著失穩滑帶長度增加，后緣面傾角逐漸減小。 隨著坡體厚度減小，相應滑塊的后緣面傾角逐漸變大。

3)不同失穩滑帶段分別對應單條裂縫，某段滑帶失穩，其對應坡面只觀測到一條裂縫與其對應。 這種現象與實際滑坡中的主裂縫類似，受模型尺寸影響，次級裂縫發育并不顯著。

4)后緣裂縫在滑坡體內部的空間形態并不單一，主要表現為折線型、(倒)弧型和直線型的裂縫形態，其中折線型破裂面形態占半數以上。

5)同一級失穩滑塊的坡面水平位移可分為強、弱變形區和牽引區，強變形區位移值最大。 隨著失穩滑帶長度增加，坡面變形區域增大，對后側穩定坡體的牽引變形影響變小。 坡面變形為1～1.5倍的失穩滑帶長度。

6)庫水復活型滑坡的破壞機制主要表現為拉-剪共同作用機制。 滑帶土主要發生剪切破壞，坡面附近通常形成拉應力破壞區，滑坡體中部區域主要為拉剪混合作用區。 庫水位上升，易導致老滑坡發生牽引式滑動破壞。